兩種雙側(cè)強化管管外R245fa降膜蒸發(fā)的實驗對比

(上海理工大學(xué)制冷及低溫工程研究所 上海200093)

隨著世界能源危機的到來及HCFCs替代步伐的加快[1]，HFCs應(yīng)用越來越多。新型環(huán)保制冷劑R245fa(ODP=0，GWP=990)換熱性能優(yōu)于其欲替代工質(zhì)R123[2]，在離心式制冷機組,有機朗肯循環(huán)中應(yīng)用越來越廣泛。降膜蒸發(fā)器也因制冷劑充注量少、換熱效率高、設(shè)備體積小等眾多優(yōu)點[3-5]被越來越多的應(yīng)用在制冷領(lǐng)域。

強化管是降膜蒸發(fā)器的核心部件，其強化方法主要包括改變管表面結(jié)構(gòu)、改變管材料、對管表面進(jìn)行化學(xué)處理等[6]。國內(nèi)外對降膜蒸發(fā)強化管的研究眾多。起初，主要研究管子表面簡單處理后的影響，V. L. Podbereznyi等[7-8]認(rèn)為凹槽能阻礙液膜邊界層的發(fā)展，還能擾動液膜從而增強降膜換熱。在以平翅片、波紋管、二維肋片等為代表的第二代傳熱技術(shù)階段[9]，E. A. Silk等[10]發(fā)現(xiàn)直翅的降膜蒸發(fā)強化效果優(yōu)于立方翅和錐型翅，總結(jié)得到強化表面的潤濕面積越大，液體在表面的停留時間越長，換熱性能越好。Zeng X. 等[11]發(fā)現(xiàn)低翅管在高熱流密度下的降膜蒸發(fā)換熱性能明顯高于波紋管和光滑管，因為氣泡大小與翅間距一致產(chǎn)生了波及效應(yīng)。在以三維肋等為代表的第三代傳熱技術(shù)階段[9]，各種各樣的強化管被應(yīng)用在降膜蒸發(fā)上。歐陽新萍等[12]認(rèn)為T型管的管外三維T型翅可使管外R404A換熱強化倍率達(dá)2.5倍。張正國等[13]研究的花瓣形三維翅片管，其特殊的三維結(jié)構(gòu)可充分發(fā)揮液體表面張力作用，強化了換熱。羅林聰[14]發(fā)現(xiàn)蛋形管特有的管壁弧形截面可增強膜內(nèi)液體流動，液膜沿周向減小的趨勢明顯，從而增強換熱效果。

目前對R245fa降膜蒸發(fā)換熱性能的研究仍較少，尋找適合R245fa的降膜蒸發(fā)強化管有重要意義。本文將兩種三維翅結(jié)構(gòu)的雙側(cè)強化管應(yīng)用于R245fa管外降膜蒸發(fā)換熱的實驗中，進(jìn)行換熱性能對比，以研究更適合R245fa降膜蒸發(fā)換熱的管型，并對其進(jìn)行機理分析，以得到結(jié)構(gòu)上進(jìn)一步改進(jìn)的方向。

1 實驗裝置與方法

1.1 實驗裝置

1膨脹水箱；2加熱器；3乙二醇溶液箱；4制冷機組；5預(yù)熱器；6過冷器；7電磁流量計；8水泵；9質(zhì)量流量計；10屏蔽泵；11冷卻器；12布液器；13蒸發(fā)管；14冷凝管；T溫度測點；P壓力測點。圖1 實驗裝置原理Fig.1 The principle of experimental system

圖1所示為實驗裝置原理。在一個圓柱型筒體內(nèi)布置布液器、蒸發(fā)管和冷凝管，由一塊丁字型隔板將筒體分為蒸發(fā)區(qū)和冷凝區(qū)。該裝置由制冷劑循環(huán)、蒸發(fā)管內(nèi)的熱水循環(huán)、冷凝循環(huán)3個回路組成。

制冷劑由布液器均勻分布到水平蒸發(fā)管上，吸收管內(nèi)熱水熱量后汽化。氣態(tài)制冷劑繞過蒸發(fā)冷凝筒中的T型隔板進(jìn)入冷凝側(cè)，在冷凝管外放出熱量冷凝為液態(tài)后落到筒底部，由屏蔽泵(壓力穩(wěn)定性良好)驅(qū)動送至布液器，完成制冷劑循環(huán)。屏蔽泵前設(shè)過冷器以防止閃蒸。圖2所示為布液器的結(jié)構(gòu)，多孔管下方設(shè)98個直徑為3 mm的圓孔，滴淋管邊緣為鋸齒形。熱水循環(huán)中，水箱中的水經(jīng)過板式換熱器(可被冷卻)，加熱器加熱調(diào)溫后進(jìn)入蒸發(fā)管，在蒸發(fā)管中放熱后回到水箱再循環(huán)。冷凝循環(huán)為輔助循環(huán)，冷凝管內(nèi)為乙二醇水溶液，用于冷凝制冷劑氣體，調(diào)整筒體內(nèi)的蒸發(fā)(冷凝)壓力。

圖2 布液器的結(jié)構(gòu)(單位：mm)Fig.2 The structure of the liquid distributor

兩種強化管根據(jù)管外表面結(jié)構(gòu)特征分別命名為Y型管和T型管，由金相顯微鏡測量得到主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1，管外表面結(jié)構(gòu)如圖3所示。

表1 實驗用強化管結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 The structure parameters of test tubes

圖3 管外微觀表面結(jié)構(gòu)Fig.3 Surface microstructures outside the tube

1.2 實驗方法

實驗根據(jù)蒸發(fā)管內(nèi)熱水換熱量Qc和冷凝管中冷卻水換熱量Qe之間的誤差進(jìn)行熱平衡檢驗。當(dāng)|(Qe-Qc)/Qc|<0.05時認(rèn)為數(shù)據(jù)可靠。

蒸發(fā)側(cè)熱水換熱量：

Qe=mecpe(T1-T2)

(1)

冷凝側(cè)冷水換熱量：

Qc=mccpc(T1′-T2′)

(2)

總傳熱系數(shù)：

K=Qe/(ΔTAo)

(3)

式中：me、mc分別為熱水、冷水質(zhì)量流量，kg/s；cpe、cpc分別為熱水和冷水比熱容，J/(kg·K)；T1、T2、T1′、T2′分別為熱水進(jìn)出口溫度，冷卻水進(jìn)出口溫度，℃；ΔT為熱水與飽和液態(tài)制冷劑間的對數(shù)平均溫差，℃；Ao為管外表面名義面積，m2。

對比兩種管子管外換熱性能,須根據(jù)實驗測得的總傳熱系數(shù)K，分離出管外的降膜蒸發(fā)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)。常用Wilson圖解法，但該方法需要已知管內(nèi)對流換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hi與蒸發(fā)管內(nèi)流速v的冪次關(guān)系。若管內(nèi)為光滑管，根據(jù)Dittus-Boelter公式，hi與v的0.8次方成正比，滿足Wilson圖解法的應(yīng)用條件。由于雙側(cè)強化管傳熱面的特殊結(jié)構(gòu)，管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與流速v的冪次關(guān)系未知，Wilson圖解法就無法應(yīng)用。

參考文獻(xiàn)[15]，本文給出一種修正的Wilson圖解法，命名為Wilson-Gnielinski圖解法，該方法避開了管內(nèi)流速的冪次問題。熱阻及強化管管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hi的計算為:

R=1/(AiCihis)+1/(hoAo)+Rw+Rf

(4)

hi=Cihis

(5)

式中：ho為強化管管外的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；Ai為管內(nèi)表面名義面積，m2；Rw、Rf分別為管壁導(dǎo)熱熱阻和污垢熱阻，K/W，本實驗采用新加工的管件，認(rèn)為Rf=0，Rw=2πλcLln(Ao/Ai)；λc為管壁導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；L為管長，m；Ci為強化管相對于光滑管的管內(nèi)換熱強化倍率。

采用Gnielinski公式(6)及Nuf=(hisdi)/λi計算光滑管管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)his：

(6)

式中：Nuf、Prf、λi分別為管內(nèi)流體的努塞爾數(shù)、普朗特數(shù)、導(dǎo)熱系數(shù)；fp為光滑管內(nèi)流動的Darcy阻力系數(shù)；Ct=(Prf/Prw)0.11，Prw為壁面溫度下的普朗特數(shù),求壁面溫度時，先假設(shè)一個管內(nèi)壁面溫度，通過迭代求得最終管內(nèi)外壁面溫度；di為管內(nèi)徑，m。

實驗中維持管外工況基本恒定，即維持ho不變，改變管內(nèi)水流速進(jìn)行實驗，令y=1/K,a=1/Ci,b=1/(hoAo)+Rw+Rf,x=1/(Aihis),則式(4)可改寫為y=ax+b的線性方程形式，以此繪制出的實驗點可擬合為一條直線。依據(jù)該式，采納系列實驗數(shù)據(jù)可做出類似威爾遜圖解法的線圖，得到常數(shù)項a的值，也就得到了強化倍率Ci。將實驗數(shù)據(jù)分為10個區(qū)間長度均大于4×104的Re區(qū)間，通過上述Wilson圖解法求出各區(qū)間的管內(nèi)強化倍率，即可得出管內(nèi)強化倍率的范圍，更加準(zhǔn)確地反映管內(nèi)換熱性能。把所有實驗點均擬合到Wilson圖上后，可以得到Y(jié)型管和T型管管內(nèi)換熱的平均強化倍率Ci分別為2.21和2.56。隨后進(jìn)行變管外工況的實驗，將以上求得的平均強化倍率Ci及式(6)求得的his代入式(5)計算各工況點對應(yīng)的管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hi，再通過熱阻分離法將管外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)ho分離出來。利用模態(tài)沸騰表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)計算式[16]求出光管管外理論表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，二者比值即為管外強化倍率。

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 管內(nèi)結(jié)構(gòu)對換熱及阻力的影響

實驗工況：熱流密度為25 kW/m2，飽和蒸發(fā)溫度為35 ℃，噴淋量為0.14 kg/(m·s)，蒸發(fā)管內(nèi)水速為1～3 m/s。由Wilson-Gnielinski圖解法得到管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨流速的變化，如圖4所示。

圖4 管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨流速的變化Fig.4 The surface heat transfer coefficient in the tube changes with the velocity

Y型管和T型管管內(nèi)換熱的強化倍率分別為2.12～2.94和2.48～2.98，一方面，T型管內(nèi)螺紋高度大于Y型管，螺紋齒高越高，螺紋所產(chǎn)生的附加螺紋運動和使邊界層分離作用越強，對流體流動的擾動越大，T型管換熱應(yīng)較強。另一方面，Y型管螺紋間距小于T型管，間距較小的Y型管對流體邊界層的擾動作用較強，換熱也應(yīng)較強，但綜合效果T型管更好。根據(jù)楊晶[17]的研究結(jié)果，管內(nèi)螺紋齒高對內(nèi)螺紋管的換熱影響大于螺紋間距的影響，此實驗結(jié)果與該文結(jié)論吻合。Y型管管內(nèi)強化倍率小于T型管，適當(dāng)增大Y型管管內(nèi)齒高(建議改為0.388 mm)，減小齒間距(建議改為1.200 mm)可強化Y型管換熱效果。Y型管和T型管的平均理論壓降分別為對應(yīng)光管平均壓降的2.17倍和2.23倍，改變Y型管管內(nèi)結(jié)構(gòu)對阻力影響較小，相比于原Y型管理論阻力變化率為1.09，且改變后的Y型管理論壓降仍低于T型管。最后，擬合出管內(nèi)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)關(guān)聯(lián)式：

Y型管：

(7)

T型管：

(8)

式中：λi為管內(nèi)流體的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；μL、μW分別為流體的動力黏度和壁溫下流體動力黏度，Pa·s。

2.2 變噴淋密度下管外結(jié)構(gòu)對換熱的影響

圖5 總傳熱系數(shù)和管外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨噴淋密度的變化Fig.5 The total heat transfer coefficient and the surface heat transfer coefficient outside the tube change with the spray density

圖5所示為總傳熱系數(shù)和管外換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨噴淋密度的變化。實驗工況為管內(nèi)水速2 m/s，蒸發(fā)溫度為35 ℃，熱流密度為25 kW/m2，制冷劑噴淋密度的變化范圍為0.08～0.20 kg/(m·s)。兩種管子的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)均隨制冷劑噴淋密度的增大先增大后減小，這是翅片繞流強化換熱與液膜熱阻削弱換熱共同作用的結(jié)果。Y型管的最佳噴淋密度(0.14～0.18 kg/(m·s))大于T型管(約0.10 kg/(m·s))，因為Y型管的肋化面積大于T型管，肋化面積越大，制冷劑液膜完全鋪滿整個強化管表面所需要的制冷劑噴淋密度越大。另外，因Y型管管外翅高較高，在相同噴淋密度下能引起更大的擾動性，增強對流換熱，在相同的大噴淋密度下，Y型管的管外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)高于T型管。

2.3 變熱流密度下管外結(jié)構(gòu)對換熱的影響

圖6所示為總傳熱系數(shù)和管外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨熱流密度的變化。實驗工況為：噴淋密度為0.14 kg/(m·s)，蒸發(fā)溫度為35 ℃，管內(nèi)水速為2 m/s，熱流密度為15～45 kW/m2。

圖6 總傳熱系數(shù)和管外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨熱流密度的變化Fig.6 The total heat transfer coefficient and the surface heat transfer coefficient outside the tube change with the heat flux

隨著熱流密度的增大，兩種強化管傳熱系數(shù)均先上升后下降。前期加大熱流密度，管壁面汽化核心數(shù)量也增大，有利于氣泡產(chǎn)生和生長；后期管外制冷劑蒸發(fā)速度大于制冷劑補充速度時，會出現(xiàn)局部“干斑”，導(dǎo)致表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)變小。增大熱流密度時，較大肋化面積的Y型管管壁汽化核心數(shù)量比T型管增加的多，且Y型管翅間距較小，形成的窄通道在蒸發(fā)過程先產(chǎn)生氣泡，使通道內(nèi)外形成一定密度差，進(jìn)而產(chǎn)成靜液差，形成熱虹吸沸騰換熱現(xiàn)象，促進(jìn)良好的氣液循環(huán)，使蒸發(fā)速度加快。所以Y型管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的增速和降速均比T型管快。Y型管的管外強化倍率為2.27～5.54，T型管的管外強化倍率為2.58～3.00。

2.4 變蒸發(fā)溫度下管外結(jié)構(gòu)對換熱的影響

圖7所示為總傳熱系數(shù)和管外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨蒸發(fā)溫度的變化。實驗工況為：噴淋密度為0.14 kg/(m·s)，熱流密度為25 kW/m2，管內(nèi)水速為2 m/s，蒸發(fā)溫度為筒內(nèi)流體溫度，變化范圍選擇適用于R245fa在高溫?zé)岜醚h(huán)中應(yīng)用較廣的30～50 ℃。

圖7 總傳熱系數(shù)和管外表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨蒸發(fā)溫度的變化Fig.7 The total heat transfer coefficient and the surface heat transfer coefficient outside the tube change with the evaporation temperature

兩種管型的管外降膜蒸發(fā)換熱效果均隨蒸發(fā)溫度的升高而增強。Y型管的管外性能優(yōu)于T型管。這是由于同一噴淋密度下，肋化面積較大的Y型管管外液膜厚度小于T型管，其導(dǎo)熱熱阻也較小；而且Y型管的翅高大于T型管，故Y型管管外液膜的波動性大于T型管。

2.5 換熱預(yù)測關(guān)聯(lián)式

為方便后期的工程應(yīng)用，預(yù)測了兩種強化管水平單管管外換熱關(guān)聯(lián)式，Nu的實驗值和預(yù)測關(guān)聯(lián)式計算值之間的誤差在15%以內(nèi)(置信度95%)，如圖8所示。

Y型管：

Nu=0.000 313Re0.191Pr1/3Ar0.649

(9)

式(9)適用于518

T型管：

Nu=0.255Re0.256Pr1/3Ar0.301

(10)

(11)

式中：g為重力加速度，m2/s；ρ為制冷劑密度，kg/m3；do為管外徑，m。

式(10)～式(11)適用于593

圖8 關(guān)聯(lián)式預(yù)測結(jié)果與實驗結(jié)果的誤差Fig.8 The relationship between experimental data and calculated data

2.6 不確定度分析

本實驗采用Pt100溫度傳感器，測量誤差為±0.15 ℃；壓力傳感器量程為0～2.5 MPa，精度為±0.2%；電磁流量計和質(zhì)量流量計的誤差均為量程的±0.2%。經(jīng)過不確定度分析，得到總傳熱系數(shù)不確定度小于15%。

3 結(jié)論

本文對兩種強化管管外R245fa降膜蒸發(fā)換熱性能進(jìn)行了實驗對比研究，得到如下結(jié)論：

1)Y型管的管內(nèi)外強化倍率分別為2.12～2.94和2.27～5.54，T型管管內(nèi)外強化倍率分別為2.48～2.98和2.58～3.00。Y型管管內(nèi)強化倍率小于T型管，管外強化倍率大于T型管。

2)Y型管最佳噴淋密度值高于T型管，因此，Y型管適用于較大噴淋密度。

3)隨熱流密度的增加，由于小翅間距形成的熱虹吸沸騰現(xiàn)象，Y型管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的增速和降速均比T型管快。

4)隨蒸發(fā)溫度的升高，兩種管型的管外降膜蒸發(fā)換熱效果都增強，Y型管換熱效果較好。